垃圾熱能利用鍋爐過熱器腐蝕CFD 模擬分析與鍋爐改進*

龍吉生，尤 灝，杜海亮

（上海康恒環(huán)境股份有限公司，上海 201703）

1 引言

鍋爐管道的防腐蝕是鍋爐安全運行的重要問題之一。余熱鍋爐腐蝕機理的研究表明，腐蝕主要分為高溫腐蝕［1-2］、熔鹽誘導腐蝕［3］和硫酸露點腐蝕［4］。在垃圾熱能利用（WtE） 項目中，入爐垃圾熱值和鍋爐蒸汽參數升高，使得余熱鍋爐過熱器的運行環(huán)境更加復雜和惡劣，更易發(fā)生腐蝕，導致爆管事故。因此，對過熱器爆管原因的深入分析對于WtE 鍋爐的優(yōu)化設計和安全運行非常重要。

近年來，隨著計算機技術的不斷發(fā)展，計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD） 模擬被越來越多地應用于研究WtE 鍋爐內煙氣流動和換熱過程。Epelbaum 等［5］基于FLUENT 和FLIC軟件耦合，研究了大型垃圾焚燒爐過熱器的腐蝕機理。馬曉茜等［6］基于CFD 模擬軟件研究了流體的流動及其氣固兩相燃燒，對比了模擬預測得到的數據和在線測試氣體溫度數據，并驗證了模型能夠預測污染物生成。賴志燚等［7］基于數值模擬優(yōu)化了爐膛前后拱的比例，從而優(yōu)化了燃燒，控制了出口的污染物數量。馬劍等［8］利用Fluent 商業(yè)計算軟件，研究了爐排運行速度對垃圾焚燒爐的影響，模擬結果和實驗結果基本一致。劉瑞媚等［9］模擬優(yōu)化了750 t/d 大型爐排爐配風比例，并提出了一種超低氮排放爐排爐垃圾焚燒運行模式（VLN）。Goddard 等［10］借助模擬計算和實驗測量對大型垃圾焚燒發(fā)電廠的效率進行了提升。

本研究以某WtE 余熱鍋爐高溫過熱器為研究對象，結合其爆管特征，應用CFD 數值模擬方法分析其爆管的主要原因，并提出相應的處理措施。

2 WtE 余熱鍋爐結構

某WtE 余熱鍋爐（蒸汽參數4 MPa、450 ℃），采用三垂直煙道和尾部水平煙道布置，水平煙道內布置有蒸發(fā)器、高溫過熱器、中溫過熱器、低溫過熱器等設備，如圖1 所示。

圖1 WtE 余熱鍋爐結構示意

蒸發(fā)器由Ф60 mm×5 mm 管子制成，換熱面積約為382 m2；高溫過熱器、中溫過熱器蛇形管片由Ф48 mm×5 mm 管子制成，高溫過熱器的換熱面積約為358 m2，中溫過熱器的換熱面積約為732 m2；低溫過熱器由Ф42 mm×5 mm 蛇形管片制成，換熱面積約為1 503 m2。根據各過熱器的工作壁溫和腐蝕程度的高低選用不同材料的管子，高溫過熱器、中溫過熱器受熱面及集箱、一煙道出口頂部凝渣管采用12Cr1MoVG 材質，低溫過熱器管材質不低于20G，其化學成分參考GB/T 5310—2017 高壓鍋爐用無縫鋼管。

鍋爐所產生蒸汽的溫度由過熱器減溫器控制。運行時，過熱器入口的煙氣溫度保持在584 ℃以下，以保證過熱器的合理使用壽命。

3 高溫過熱器爆管特征

為深入分析過熱器爆管特點，收集了該余熱鍋爐過熱器近10 a 爆管累計數據進行分析。如圖2所示，由某次爆管事故現場照片發(fā)現，爆管口位于迎風面，周圍生成了腐蝕層，壁厚相較于背風面消減嚴重，且換熱管下部積灰嚴重。

圖2 爆管形貌照片

氧化皮及元素分析結果如圖3 所示，由此確定氧化皮形成原因為NaCl 腐蝕。腐蝕層的產生及脫落導致管壁減薄，發(fā)生高溫腐蝕引起爆管，造成鍋爐的安全運行問題。氯堿鹽腐蝕具有重復性，不同于含硫化合物的一次性腐蝕。由此造成的腐蝕層增厚導致鍋爐受熱面的換熱能力大幅下降，傳熱減少，管壁表面進一步超溫。同時，不同位置的受熱面腐蝕程度不同，導致受熱面吸收不均勻，出現熱應力偏差問題。以上問題造成鍋爐運行工況嚴重偏離設計值，鍋爐熱效率降低，過熱器超溫運行，腐蝕嚴重發(fā)生爆管，形成惡性循環(huán)。

圖3 腐蝕層礦相分析結果

如圖4 所示，紅色實心點為該過熱器近10 a爆管事故對應的管束。發(fā)生爆管的管束集中在高溫過熱器前3 排，因為前排管束更易受到高速高溫煙氣沖擊。爆管點沿寬度方向左右兩側分布的數量基本一致，這是因為在鍋爐寬度方向，煙氣分布較均勻。

圖4 高溫過熱器爆管點分布情況

爆管點與頂棚的距離統(tǒng)計如圖5 所示，爆管點主要分布在管子的上半部分，距離頂棚1～2 m 的地方。管子下部因為堵灰，煙氣分布不均勻，而在管子上半部分形成了煙氣通道。

圖5 與頂棚不同距離范圍內爆管點數量統(tǒng)計

4 主要原因分析

通過類似項目對比以及鍋爐制造廠校核，余熱鍋爐各區(qū)間設計煙溫、過熱器材質、過熱器節(jié)距等基本滿足設計輸入條件要求。運行過程中過熱器爆管主要原因如下。

1） 入爐垃圾成分特殊性。如表1 所示，原鍋爐煙溫控制值、過熱器材質等按常規(guī)生活垃圾選取，但實際入爐垃圾（垃圾含水率49.07%） 中含有大量工業(yè)垃圾（橡膠類53.01%、紡織類3.52%）和園區(qū)內餐廚垃圾（1.5%），該類型垃圾熱值較高且含有大量氯元素。

表1 生活垃圾性質測試結果 %

2） 設計熱值偏低。原設計入爐垃圾熱值為7 106 kJ/kg，實際入爐垃圾熱值已達到7 942 kJ/kg。熱值升高后焚燒爐出口煙氣溫度及煙氣流量顯著上升，對過熱器前端蒸發(fā)受熱面需求增加；另外由于熱負荷上升導致輻射通道更容易結焦降低吸熱量。上述2 個因素導致過熱器入口煙溫偏高，加劇腐蝕速度。

3） 鍋爐設計不合理。原鍋爐設計存在過熱器前端蒸發(fā)受熱面偏小、管道內煙氣流動不均勻以及換熱管道間距較小容易堵灰等問題。

4） 運維方面。過度追求長周期運行，在高溫過熱器入口煙溫較啟爐初期上升較多情況下，未停爐清灰、檢查腐蝕情況和更換防磨護板。

5 CFD 模擬分析

垃圾熱值升高、過熱器堵灰等因素會影響鍋爐內溫度場和流場的分布。依據設計CAD 圖紙，在ANSYS 軟件內1∶1 創(chuàng)建2D 鍋爐模型，并劃分網格，網格數為213 350。模擬研究鍋爐內的煙氣流動和換熱，邊界條件設置為：①湍流模型采用標準的k-ε 雙方程模型；②組分運輸模型采用Inlet Diffusion / Diffusion Energy Source 選項；③壁面溫度給定初始值，離散格式全部采用二階格式；④輻射傳熱模型采用P1 模型；⑤對于蒸發(fā)器和過熱器，采用多孔介質模型［9］，根據設計結構計算出蒸發(fā)器、高溫過熱器、中溫過熱器、低溫過熱器的孔隙率分別為0.74%、0.76%、0.63%和0.66%。

入口邊界條件由FLIC 和Fluent 耦合模擬［5］得出，煙氣量為3.12 kg/s，煙氣平均溫度為950 ℃，主要成分（質量分數） 為15%水蒸氣、7%氧氣、12%二氧化碳和66%氮氣。

5.1 原始設計方案分析

原始設計方案（圖1） 溫度模擬結果如圖6 所示，經過蒸發(fā)器、多級過熱器后煙氣的溫度快速下降，但統(tǒng)計圖中紅線上溫度的平均數，即高溫過熱器入口的平均煙溫為621.91 ℃，高于設計溫度584 ℃，這與垃圾熱值升高、蒸發(fā)器換熱面積不足有關。實際運行金屬電偶測得入口測溫點的溫度為626.12 ℃，與模擬結果接近。

圖6 原始設計方案溫度云圖

從圖7 流場模擬結果可以看出，鍋爐通道設計存在不合理的地方，二煙道爐右煙氣速度明顯快于爐左煙氣，造成三煙道的爐左煙氣速度明顯快于爐右煙氣，最終導致在水平煙道內速度分布不均勻，造成對距離爐頂1～2 m 處高溫過熱器換熱管的直接沖刷。水平煙道上部煙氣速度為3～4 m/s，與現場測得的數據一致。

圖7 原始設計方案速度云圖

從圖8 可以看出，在三煙道存在大的渦旋，這會造成煙氣在三煙道內滯留，并且不利于換熱。水平通道入口的速度標準差為4.21 m/s。

圖8 原始設計方案速度矢量圖

5.2 優(yōu)化方案分析

上述模擬結果顯示，過熱器入口溫度偏高且流場不均勻。采用在三煙道下部增加換熱面，上部渦旋區(qū)增加導流擋板的方法（圖9），降低煙氣溫度，并使水平煙道內的煙氣分布更均勻。該方法在不改變鍋爐外型尺寸的條件下，施工容易，且成本較低。

圖9 優(yōu)化余熱鍋爐結構示意

溫度模擬結果如圖10 所示，增加換熱面后，煙氣溫度降低，高溫過熱器入口的平均煙溫為569.3 ℃，低于設計溫度584 ℃，滿足設計要求。

圖10 優(yōu)化設計方案溫度云圖

如圖11 所示，優(yōu)化后水平煙道內煙氣速度減小，因為換熱面的增加，增大了流動阻力，且煙氣主要從煙道中心通過，不在頂部形成煙氣通道。

圖11 優(yōu)化設計方案速度云圖

優(yōu)化速度矢量圖如圖12 所示，在三煙道內渦旋有所改善，但仍然存在，這是鍋爐外型設計不合理所造成的。速度標準差為3.46 m/s，入口流速更均勻。

圖12 優(yōu)化設計方案速度矢量圖

6 結論

CFD 模擬是分析鍋爐運行并優(yōu)化其流場溫度場的有效、經濟、方便、快捷的手段。利用CFD模擬對某WtE 余熱鍋爐的過熱器腐蝕原因進行了分析，并提出了改進措施，得出如下結論：

1） 垃圾熱值升高和鍋爐設計不合理造成煙氣溫度偏高和流場分布的不均勻；

2） 優(yōu)化了溫度場和流場，增加前端受熱面降低過熱器入口煙溫，并在三煙道增加擋流板改善流場，模擬顯示優(yōu)化結果滿足運行要求；

3） 鍋爐設計人員應考慮到垃圾熱值升高的趨勢和流道的優(yōu)化，這樣可以減少后期不必要的投資支出。